韓振浩 朱立成 苑嚴(yán)偉 趙 博 方憲法 王德成

(1.中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)工學(xué)院， 北京 100083； 2.中國(guó)農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院土壤植物機(jī)器系統(tǒng)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100083)

0 引言

我國(guó)是世界上最大的水果生產(chǎn)國(guó)與消費(fèi)國(guó)，丘陵山地的水果生產(chǎn)是我國(guó)水果產(chǎn)業(yè)的重要組成部分，果品生產(chǎn)過(guò)程當(dāng)中，農(nóng)用物資運(yùn)輸和果品轉(zhuǎn)運(yùn)過(guò)程中需要投入大量勞動(dòng)力。隨著國(guó)內(nèi)城鎮(zhèn)化水平的提高，農(nóng)村勞動(dòng)力數(shù)量逐年減少，生產(chǎn)成本逐年增加，果農(nóng)經(jīng)濟(jì)效益顯著下降，設(shè)計(jì)適合丘陵山地果園的運(yùn)輸機(jī)械對(duì)我國(guó)果品產(chǎn)業(yè)的進(jìn)一步發(fā)展具有重要意義[1-4]。

由于山地果園具有地塊狹小、地形條件復(fù)雜、機(jī)耕路狹窄等特點(diǎn)，應(yīng)用于大田的傳統(tǒng)輪式農(nóng)機(jī)底盤(pán)在山地果園作業(yè)時(shí)地形適應(yīng)性相對(duì)較差，存在較大安全隱患。履帶底盤(pán)具有接地比壓小、負(fù)載能力強(qiáng)、牽引力大等優(yōu)點(diǎn)，是當(dāng)前山地農(nóng)機(jī)廣泛應(yīng)用的一種優(yōu)選方案[3-5]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外市場(chǎng)出現(xiàn)了較多品牌的履帶式果園運(yùn)輸機(jī)，多通過(guò)在履帶底盤(pán)上部直接安裝果品載物臺(tái)實(shí)現(xiàn)果園運(yùn)輸作業(yè)。此類(lèi)機(jī)型負(fù)載能力強(qiáng)、成本較低，相較于普通輪式運(yùn)輸機(jī)地形通過(guò)性好，但是整體結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，作業(yè)過(guò)程中仍易出現(xiàn)打滑、側(cè)翻、障礙阻擋等問(wèn)題，在地形適應(yīng)性方面仍有較大的提升優(yōu)化空間。

為了提升山地農(nóng)機(jī)的地形適應(yīng)性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在現(xiàn)有機(jī)具的基礎(chǔ)上開(kāi)展了大量研究。HAUN等[6]設(shè)計(jì)了一種適用于割草機(jī)的手動(dòng)調(diào)平系統(tǒng)，能夠使割草機(jī)甲板隨拖拉機(jī)車(chē)身始終保持水平。GONZALEZ等[7]設(shè)計(jì)了一種展開(kāi)式翻車(chē)保護(hù)機(jī)構(gòu)，基于電液調(diào)平技術(shù)提高車(chē)身橫向穩(wěn)定性，解決拖拉機(jī)的側(cè)翻問(wèn)題。BALLESTEROS等[8]設(shè)計(jì)了一種拖拉機(jī)自動(dòng)防翻滾保護(hù)系統(tǒng)，并基于簡(jiǎn)化模型進(jìn)行仿真測(cè)試。劉平義等[9]設(shè)計(jì)了一種丘陵山地自適應(yīng)調(diào)平底盤(pán)，通過(guò)4組可調(diào)懸架實(shí)現(xiàn)車(chē)體主動(dòng)調(diào)平控制。孫景彬等[10]設(shè)計(jì)了一種全向調(diào)平履帶拖拉機(jī)，提出了一種基于平行四桿機(jī)構(gòu)的車(chē)身橫向調(diào)平方案和基于雙車(chē)架機(jī)構(gòu)的縱向調(diào)平方案。周偉春等[11]提出了一種載貨平臺(tái)自動(dòng)調(diào)平式履帶式運(yùn)輸車(chē)，通過(guò)電磁換向閥控制相應(yīng)4個(gè)調(diào)平油缸實(shí)現(xiàn)載貨平臺(tái)實(shí)時(shí)調(diào)平。通過(guò)資料查閱可以發(fā)現(xiàn)，為了更好地適應(yīng)丘陵山地作業(yè)地形，當(dāng)前研究多通過(guò)設(shè)計(jì)調(diào)平機(jī)構(gòu)、改進(jìn)行走懸掛形式、優(yōu)化整機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)的方式進(jìn)行車(chē)身、作業(yè)部件傾斜姿態(tài)的主動(dòng)調(diào)配。但是，以山地果園運(yùn)輸車(chē)為研究對(duì)象，面向山地果園運(yùn)輸任務(wù)的地形適應(yīng)性研究相對(duì)較少，部分學(xué)者雖然開(kāi)展了一些載貨平臺(tái)實(shí)時(shí)調(diào)平的研究工作，但未考慮上部負(fù)載對(duì)運(yùn)輸車(chē)坡地行駛性能的影響，仍然存在進(jìn)一步的優(yōu)化空間。

本文結(jié)合山地果園實(shí)際環(huán)境特點(diǎn)，根據(jù)整機(jī)重心位置對(duì)機(jī)具坡地行駛性能的影響規(guī)律，提出一種基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車(chē)。開(kāi)展履帶底盤(pán)、可移動(dòng)載物臺(tái)以及控制系統(tǒng)的關(guān)鍵部件設(shè)計(jì)與選型，確定不同路況下的整機(jī)重心位置控制方案。通過(guò)仿真模擬驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的可行性，并開(kāi)展樣機(jī)試驗(yàn)進(jìn)行整機(jī)性能驗(yàn)證。

1 整機(jī)設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)要求與技術(shù)參數(shù)

我國(guó)山地果園多采用低矮密植型種植模式，株距一般為2～4 m，行距一般為3～5 m，運(yùn)輸車(chē)整機(jī)尺寸應(yīng)滿足果園實(shí)際通行需求[4]；山地果園多為斜坡地形，存在臺(tái)階、田埂、排水溝等障礙，運(yùn)輸車(chē)應(yīng)具有良好的坡地行駛性能；為了減少果樹(shù)損傷，作業(yè)時(shí)盡量避免與樹(shù)冠剮蹭，運(yùn)輸車(chē)應(yīng)操控靈敏、轉(zhuǎn)向協(xié)調(diào)；電動(dòng)農(nóng)機(jī)具有節(jié)能環(huán)保、振動(dòng)噪聲小等優(yōu)勢(shì)，動(dòng)力類(lèi)型選擇為電動(dòng)。

根據(jù)以上設(shè)計(jì)要求，果園運(yùn)輸車(chē)主要技術(shù)參數(shù)如表1所示[1-5]。

表1 主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters

1.2 整機(jī)結(jié)構(gòu)

基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車(chē)主要由履帶底盤(pán)、可移動(dòng)載物臺(tái)以及控制系統(tǒng)組成，如圖1所示。

圖1 山地果園運(yùn)輸車(chē)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Sketches of hillside orchard transport vehicle1.貨臺(tái) 2.機(jī)體 3.行走系 4.橫向滑軌 5.鋰電池 6.控制器 7.底盤(pán)直流電機(jī) 8.減速器 9.電機(jī)驅(qū)動(dòng)器 10.傾角傳感器 11.水平定位機(jī)構(gòu) 12.縱向滑軌

1.3 工作原理

山地果園運(yùn)輸車(chē)執(zhí)行行走任務(wù)時(shí)，根據(jù)遙控器發(fā)送的行走指令，履帶底盤(pán)實(shí)現(xiàn)運(yùn)輸車(chē)的遙控行走。當(dāng)運(yùn)輸車(chē)在不同地形時(shí)，根據(jù)遙控器發(fā)送的地形模式指令，可移動(dòng)載物臺(tái)進(jìn)行水平相對(duì)位置的動(dòng)態(tài)主動(dòng)調(diào)整，進(jìn)而改變整機(jī)重心位置以適應(yīng)不同地形，提升山地果園運(yùn)輸車(chē)的坡地行駛性能。

2 關(guān)鍵部件設(shè)計(jì)

2.1 履帶底盤(pán)設(shè)計(jì)

履帶底盤(pán)主要由鋰電池、底盤(pán)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器、底盤(pán)直流電機(jī)、傳動(dòng)系統(tǒng)、行走系以及控制系統(tǒng)組成。底盤(pán)直流電機(jī)數(shù)量為2個(gè)，分別通過(guò)傳動(dòng)系統(tǒng)為履帶底盤(pán)左右側(cè)行走機(jī)構(gòu)提供驅(qū)動(dòng)力。傳動(dòng)系統(tǒng)包含減速器、動(dòng)力輸出軸以及鏈傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，減速器安裝在機(jī)體底部，輸入端與電機(jī)相連，輸出端通過(guò)動(dòng)力輸出軸和鏈傳動(dòng)機(jī)構(gòu)與行走系相連。采用履帶式行走系，用于執(zhí)行履帶底盤(pán)的行走動(dòng)作，履帶底盤(pán)簡(jiǎn)圖如圖2所示。

圖2 履帶底盤(pán)簡(jiǎn)圖Fig.2 Sketch of tracked chassis1.行走系 2.機(jī)體 3.鋰電池 4.控制器 5.底盤(pán)直流電機(jī) 6.電機(jī)驅(qū)動(dòng)器 7.驅(qū)動(dòng)輪 8.鏈傳動(dòng)機(jī)構(gòu) 9.動(dòng)力輸出軸 10.減速器

結(jié)合運(yùn)輸車(chē)主要技術(shù)參數(shù)要求，參照文獻(xiàn)[12]進(jìn)行元件選型，確定底盤(pán)電機(jī)型號(hào)為110BM0630-48-Z直流無(wú)刷電機(jī)，額定電壓48 V，額定電流40 A，額定功率為1.8 kW，額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min，額定轉(zhuǎn)矩6 N·m，配套減速器選用NV50型蝸輪蝸桿減速器，減速比為1∶50，鏈傳動(dòng)機(jī)構(gòu)減速比為1∶1。行走系選用輪齒式橡膠履帶，履帶節(jié)距P=0.065 m，履帶寬度b=0.18 m，履帶厚度0.02 m，左右側(cè)履帶間距B=0.75 m。

2.2 可移動(dòng)載物臺(tái)設(shè)計(jì)

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)履帶底盤(pán)的坡地行走機(jī)理開(kāi)展了大量研究，整機(jī)重心位置的變化對(duì)履帶底盤(pán)的坡地通過(guò)性能和越障通過(guò)性能均有顯著影響[13-19]，因此本文提出了一種基于動(dòng)態(tài)重心調(diào)控原理的可移動(dòng)載物臺(tái)，通過(guò)主動(dòng)改變可移動(dòng)載物臺(tái)的水平位置，實(shí)現(xiàn)不同路況下整機(jī)重心位置的實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)，進(jìn)而提升運(yùn)輸車(chē)在山地果園環(huán)境中的行駛性能。

2.2.1可移動(dòng)載物臺(tái)組成

根據(jù)整機(jī)工作原理，可移動(dòng)載物臺(tái)設(shè)計(jì)如圖3所示，主要由貨臺(tái)、隨動(dòng)防翻機(jī)構(gòu)、水平定位機(jī)構(gòu)、縱向滑軌和橫向滑軌組成。

圖3 可移動(dòng)載物臺(tái)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.3 Sketches of movable loading platform1.貨臺(tái) 2.固定板 3.機(jī)體 4.水平定位底座 5.直線軸承 6.壓力傳感器 7.支撐萬(wàn)向滾珠 8.導(dǎo)柱 9.塑膠滑輪 10.C型鋼 11.縱向滑軌 12.橫向驅(qū)動(dòng)滑軌 13.橫向支撐滑軌 14.縱向滑軌電機(jī) 15.水平定位機(jī)構(gòu)支座 16.定位萬(wàn)向滾珠 17.橫向滑軌電機(jī)

貨臺(tái)位于機(jī)體頂部，用于農(nóng)用物料裝載。支撐萬(wàn)向滾珠通過(guò)壓力傳感器和支架安裝于機(jī)體頂部?jī)?nèi)側(cè)四角，與貨臺(tái)底部滑動(dòng)接觸，用于承載貨臺(tái)的全部重量。水平定位機(jī)構(gòu)由支座和萬(wàn)向滾珠組成，支座安裝于縱向滑軌滑臺(tái)，萬(wàn)向滾珠縱向?qū)ΨQ(chēng)排布4個(gè)，橫向?qū)ΨQ(chēng)排布2個(gè)，與貨臺(tái)底部焊合的水平定位底座間隙配合，用于貨臺(tái)的水平定位與扭轉(zhuǎn)角度限位。隨動(dòng)防翻機(jī)構(gòu)位于機(jī)體與貨臺(tái)中間，包含固定板、C型鋼、塑膠滑輪、直線軸承、導(dǎo)柱，用于貨臺(tái)翻倒保護(hù)，其中直線軸承安裝于機(jī)體頂部?jī)蓚?cè)四角，配套安裝可縱向滑動(dòng)的導(dǎo)柱，每根導(dǎo)柱頂端與塑膠滑輪螺紋連接，對(duì)應(yīng)塑膠滑輪位于C型鋼中，可在其中橫向滑動(dòng)，C型鋼通過(guò)固定板安裝于貨臺(tái)前部和后部。縱向滑軌采用絲杠的結(jié)構(gòu)形式，包含步進(jìn)電機(jī)、滑軌、滑臺(tái)、絲杠，可通過(guò)縱向步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)絲杠實(shí)現(xiàn)貨臺(tái)的縱向滑動(dòng)。縱向滑軌通過(guò)連接板安裝于橫向滑軌的滑臺(tái)之上，橫向滑軌數(shù)量為2個(gè)，采用絲杠的結(jié)構(gòu)形式，其中1個(gè)橫向滑軌包含電機(jī)、滑軌、滑臺(tái)、絲杠，可通過(guò)橫向步進(jìn)電機(jī)驅(qū)動(dòng)絲杠實(shí)現(xiàn)貨臺(tái)和縱向滑軌的橫向滑動(dòng)，另1個(gè)橫向滑軌包含滑軌、滑臺(tái)，用于支撐縱向滑軌，防止單個(gè)橫向滑軌偏載受力。橫向滑軌通過(guò)底部支架在車(chē)體內(nèi)部固定，并設(shè)有加強(qiáng)筋支撐，保證機(jī)體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，滑臺(tái)與機(jī)體的接口處通過(guò)密封膠密封，避免塵土進(jìn)入造成滑軌磨損。

圖4 貨臺(tái)受力分析Fig.4 Force analyses for loading platform

機(jī)具作業(yè)前，根據(jù)壓力傳感器采集的壓力，進(jìn)行貨臺(tái)負(fù)載狀態(tài)計(jì)算，由于壓力傳感器通過(guò)支撐萬(wàn)向滾珠與貨臺(tái)接觸，即使貨臺(tái)傾斜，壓力傳感器也不受徑向力干擾。機(jī)具作業(yè)時(shí)，貨臺(tái)在水平定位機(jī)構(gòu)的拖動(dòng)和萬(wàn)向滾珠的支撐下，實(shí)現(xiàn)自身的橫縱向水平滑動(dòng)，進(jìn)而完成整機(jī)重心位置的調(diào)整。貨臺(tái)動(dòng)作時(shí)，隨動(dòng)防翻機(jī)構(gòu)中導(dǎo)柱可沿直線軸承縱向滑動(dòng)，塑膠滑輪可沿C型鋼橫向滑動(dòng)，如果當(dāng)前地形坡度過(guò)大，隨動(dòng)防翻機(jī)構(gòu)能夠通過(guò)直線軸承-導(dǎo)柱、塑膠滑輪-C型鋼實(shí)現(xiàn)貨臺(tái)的俯仰、滾轉(zhuǎn)限位，為貨臺(tái)提供良好的防翻保護(hù)。

2.2.2整機(jī)重心位置數(shù)學(xué)建模

整機(jī)重心位置計(jì)算是重心自適應(yīng)調(diào)控的基礎(chǔ)，根據(jù)機(jī)械部分設(shè)計(jì)方案進(jìn)行數(shù)學(xué)建模。假設(shè)運(yùn)輸車(chē)各部分重心位置均在同一個(gè)坐標(biāo)系下，以運(yùn)輸車(chē)形心位置為坐標(biāo)原點(diǎn)，可得整機(jī)重心位置(xm,ym,zm)計(jì)算式為

(1)

其中m=m0+mw+ml+mt1+mt2

(2)

式中m——整機(jī)質(zhì)量，kg

m0——履帶底盤(pán)質(zhì)量，kg

mw——貨臺(tái)質(zhì)量，kg

ml——縱向滑軌質(zhì)量，kg

mt1——橫向驅(qū)動(dòng)滑軌質(zhì)量，kg

mt2——橫向支撐滑軌質(zhì)量，kg

(xk,yk)——滑臺(tái)水平位置，m

(x0,y0,z0)——履帶底盤(pán)重心位置，m

(xw,yw,zw)——貨臺(tái)重心位置，m

(xl,yl,zl)——縱向滑軌重心位置，m

(xt1,yt1,zt1)——橫向驅(qū)動(dòng)滑軌重心位置，m

(xt2,yt2,zt2)——橫向支撐滑軌重心位置，m

式(1)中由負(fù)載和滑臺(tái)橫縱向位置決定貨臺(tái)的質(zhì)量與重心位置，因此運(yùn)輸車(chē)每次開(kāi)展運(yùn)輸任務(wù)之前，貨臺(tái)都需要在滑臺(tái)回中位置，根據(jù)壓力傳感器和傾角傳感器采集的數(shù)據(jù)，對(duì)自身質(zhì)量和重心位置進(jìn)行初始化計(jì)算，初始化計(jì)算時(shí)運(yùn)輸車(chē)為靜止?fàn)顟B(tài)，貨臺(tái)受力分析如圖4所示。

根據(jù)受力平衡原理，可得貨臺(tái)重量Gw為

(3)

式中Fi——壓力傳感器實(shí)測(cè)壓力，N，i=1,2,3,4

ω——車(chē)體俯仰角，(°)

θ——車(chē)體滾轉(zhuǎn)角，(°)

根據(jù)力平衡和力矩平衡原理，對(duì)主視圖進(jìn)行受力分析可得

Flz(llx+lrx)+Gwcosωsinθ(zw-h+lfz)=
Gwcosωcosθ(lrx+xw)

(4)

式中Flz——左側(cè)壓力傳感器實(shí)測(cè)壓力之和，N

llx——左側(cè)支撐位置與形心的橫向距離，m

lrx——右側(cè)支撐位置與形心的橫向距離，m

zw——貨臺(tái)重心與形心的豎向距離，m

h——貨臺(tái)底部與形心的垂直距離，m

lfz——貨臺(tái)底部與定位接觸點(diǎn)的垂直距離，m

xw——貨臺(tái)重心與形心的橫向距離，m

根據(jù)力平衡和力矩平衡原理，對(duì)側(cè)視圖進(jìn)行受力分析可得

Ffz(lfy+lby)+Gwcosθsinω(zw-h+lfz)=
Gwcosθcosω(lby+yw)

(5)

式中Ffz——前側(cè)壓力傳感器實(shí)測(cè)壓力之和，N

lfy——前側(cè)支撐位置與形心的縱向距離，m

lby——后側(cè)支撐位置與形心的縱向距離，m

yw——載物臺(tái)重心與形心的縱向距離，m

由于式(4)為xw、zw的二元一次方程，式(5)為yw、zw的二元一次方程，如果獲取運(yùn)輸車(chē)兩組不同靜態(tài)姿態(tài)下的壓力傳感器和傾角傳感器數(shù)據(jù)，即可進(jìn)行貨臺(tái)重心位置的計(jì)算。

負(fù)載狀態(tài)計(jì)算完成后，式(1)中所有元素均為已知值，整機(jī)重心位置可通過(guò)滑臺(tái)水平位置實(shí)時(shí)推算得出。運(yùn)輸車(chē)行進(jìn)過(guò)程中由于干擾因素較多，不再重新計(jì)算當(dāng)前負(fù)載狀態(tài)，直至負(fù)載狀態(tài)改變。

2.2.3重心控制策略設(shè)計(jì)

山地果園多為斜坡地形，為了提高運(yùn)輸車(chē)的斜坡地形適應(yīng)性，分別針對(duì)斜坡、斜坡臺(tái)階和斜坡壕溝3種情況進(jìn)行整機(jī)重心控制策略設(shè)計(jì)。

(1)斜坡

當(dāng)運(yùn)輸車(chē)位于緩坡地形時(shí)，通過(guò)性是影響運(yùn)輸車(chē)實(shí)際行駛性能的重要指標(biāo)。為了得到運(yùn)輸車(chē)通過(guò)性最強(qiáng)時(shí)的整機(jī)最優(yōu)重心位置，對(duì)運(yùn)輸車(chē)的坡地一般行駛過(guò)程開(kāi)展力學(xué)分析，如圖5所示，其中點(diǎn)M為運(yùn)輸車(chē)形心，點(diǎn)O為運(yùn)輸車(chē)整機(jī)重心。

圖5 斜坡行駛受力分析Fig.5 Force analysis for driving on slope

結(jié)合正視圖可得兩側(cè)履帶的支撐力N1和N2為

(6)

式中H——形心離地高度，m

xm——重心相對(duì)形心橫向偏移距離，m

zm——重心相對(duì)形心豎向偏移距離，m

當(dāng)支撐力N1和支撐力N2大小接近一致時(shí)，能夠有效避免上坡側(cè)履帶打滑，此時(shí)底盤(pán)通過(guò)性最強(qiáng)[13-18]。因此根據(jù)式(6)可得整機(jī)最優(yōu)橫向重心位置xm為

xm=tanθ(zm-H)

(7)

結(jié)合側(cè)視圖、俯視圖以及運(yùn)輸車(chē)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，可得左右兩側(cè)履帶支撐力向左右兩側(cè)接地中心的力矩為

(8)

式中ym——重心相對(duì)形心縱向偏移距離，m

在可移動(dòng)載物臺(tái)橫向最優(yōu)位置確定的基礎(chǔ)上，當(dāng)單側(cè)履帶縱向接地比壓分布接近一致時(shí)，行走系附著力最大，下陷程度最輕，底盤(pán)通過(guò)性最強(qiáng)[14-18]。此時(shí)力矩M1和力矩M2絕對(duì)值最小，履帶接地壓力中心偏移最小，根據(jù)式(8)可得整機(jī)最優(yōu)縱向重心位置ym為

ym=tanω(zm-H)

(9)

由式(7)、(9)可知，為了提高運(yùn)輸車(chē)的緩坡平地通過(guò)性，整機(jī)橫縱向最優(yōu)重心位置在地面的投影應(yīng)盡量與底盤(pán)接地形心重合。

當(dāng)運(yùn)輸車(chē)位于陡坡地形時(shí)，由于車(chē)身傾斜角過(guò)大超出了緩坡通過(guò)性調(diào)控范圍，穩(wěn)定性是運(yùn)輸車(chē)實(shí)際行駛性能的首要考量指標(biāo)。參照?qǐng)D5中的側(cè)視圖可得運(yùn)輸車(chē)上、下坡極限翻傾角ωlim、ω′lim為

(10)

運(yùn)輸車(chē)上、下坡滑移角ωφ、ω′φ為

ωφ=ω′φ=arctanφ

(11)

式中φ——縱向附著系數(shù)，履帶式為0.8～1.0

參照?qǐng)D5中的正視圖可得運(yùn)輸車(chē)左、右側(cè)極限翻傾角θlim、θ′lim為

(12)

運(yùn)輸車(chē)左、右側(cè)滑移角θφ、θ′φ為

θφ=θ′φ=arctanφx

(13)

式中φx——橫向附著系數(shù)，履帶式為0.7～0.9

由式(11)、(13)可知，運(yùn)輸車(chē)橫縱向滑移角主要受橫縱向附著系數(shù)影響，改變整機(jī)重心位置對(duì)其影響不大。由式(10)、(12)可知，沿上坡側(cè)調(diào)整整機(jī)水平重心位置能夠有效增加運(yùn)輸車(chē)的橫縱向極限翻傾角。

因此斜坡的整機(jī)重心控制策略為：如果運(yùn)輸車(chē)當(dāng)前地形坡度平緩，處于通過(guò)性調(diào)控范圍內(nèi)，按照式(7)、(9)進(jìn)行整機(jī)重心位置調(diào)控，增加運(yùn)輸車(chē)緩坡地形通過(guò)性。如果地形坡度陡峭，超出通過(guò)性調(diào)控范圍，將整機(jī)重心位置保持在通過(guò)性調(diào)控的極限位置，增加運(yùn)輸車(chē)陡坡地形穩(wěn)定性。

(2)斜坡臺(tái)階

當(dāng)運(yùn)輸車(chē)位于斜坡臺(tái)階地形時(shí)，開(kāi)展斜坡越障分析，不同地面夾角下臨界越障示意圖如圖6所示。

圖6 斜坡越障示意圖Fig.6 Sketch of overcoming obstacles on slope

斜坡翻越臺(tái)階時(shí)，運(yùn)輸車(chē)在不同地面夾角β下的最大斜坡越障高度Hβ為

(14)

式中R——底盤(pán)后驅(qū)輪半徑，m

α——地形縱向俯仰坡度，-90°≤α≤90°

β——底盤(pán)與地面的夾角，0≤β≤90°

對(duì)式(14)進(jìn)行循環(huán)求解求最大值，可得運(yùn)輸車(chē)的極限越障高度Hmax[9-14]。

從式(14)可知，整機(jī)縱向重心位置ym越小，極限越障高度Hmax越大。因此為了增強(qiáng)運(yùn)輸車(chē)的斜坡極限越障能力，斜坡越障時(shí)整機(jī)縱向重心位置應(yīng)盡量靠前。

(3)斜坡壕溝

當(dāng)運(yùn)輸車(chē)位于斜坡壕溝地形時(shí)，開(kāi)展斜坡跨壕分析，得到臨界跨壕示意圖如圖7所示。

圖7 斜坡跨壕示意圖Fig.7 Sketch of crossing trenches on slope

斜坡跨越壕溝時(shí)，運(yùn)輸車(chē)在前部懸空和后部懸空的情況下能夠跨越壕溝的最大寬度分別為

(15)

運(yùn)輸車(chē)的極限跨壕寬度為式(15)中的最小值[18-21]，斜坡跨壕時(shí)，應(yīng)使Le1、Le2盡量接近L/2。因此斜坡跨壕時(shí)整機(jī)最優(yōu)縱向重心位置ym為

ym=tanω(zm-H)

(16)

由式(9)、(16)可知，為了增強(qiáng)運(yùn)輸車(chē)的斜坡極限跨壕能力，斜坡跨壕時(shí)運(yùn)輸車(chē)的整機(jī)重心控制策略與斜坡的整機(jī)重心控制策略相同。

2.3 控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

山地果園運(yùn)輸車(chē)的履帶底盤(pán)和可移動(dòng)載物臺(tái)均采用無(wú)線遙控的控制方式。履帶底盤(pán)通過(guò)遙控進(jìn)行行走控制，根據(jù)信號(hào)接收器接收的遙控信號(hào)，STM32控制器基于底盤(pán)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器通信協(xié)議控制履帶底盤(pán)直流電機(jī)執(zhí)行行走動(dòng)作?？梢苿?dòng)載物臺(tái)通過(guò)遙控設(shè)置當(dāng)前地形模式，根據(jù)信號(hào)接收器接收的遙控信號(hào)，Arduino控制器基于重心自適應(yīng)調(diào)控當(dāng)前負(fù)載狀態(tài)，通過(guò)滑軌電機(jī)驅(qū)動(dòng)器控制橫縱向步進(jìn)電機(jī)執(zhí)行相應(yīng)重心控制策略。山地果園運(yùn)輸車(chē)的控制系統(tǒng)硬件框圖如圖8所示，主要由無(wú)線遙控器、信號(hào)接收器、STM32控制器、Arduino控制器、壓力傳感器、信號(hào)放大器、兩軸傾角傳感器、橫縱向光電感應(yīng)開(kāi)關(guān)、滑軌電機(jī)驅(qū)動(dòng)器、橫縱向步進(jìn)電機(jī)、底盤(pán)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器以及左右側(cè)直流電機(jī)組成。

圖8 系統(tǒng)硬件框圖Fig.8 Sketch of control system

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，遙控器與信號(hào)接收器選型為云卓風(fēng)迎M12pro遙控器和配套信號(hào)接收器，無(wú)干擾通信距離7 km，用于發(fā)送接收履帶底盤(pán)行走指令和可移動(dòng)載物臺(tái)控制指令。STM32控制器選型為STM32F429IGT開(kāi)發(fā)板，進(jìn)行接收器SBUS信號(hào)協(xié)議解析、底盤(pán)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器CAN總線協(xié)議通信以及Arduino控制器串口通信。底盤(pán)電機(jī)驅(qū)動(dòng)器根據(jù)直流電機(jī)功率，選型為BLD600直流無(wú)刷電機(jī)驅(qū)動(dòng)器，通過(guò)CAN總線協(xié)議通信。Arduino控制器采用Arduino uno開(kāi)發(fā)板，進(jìn)行橫縱向光電感應(yīng)開(kāi)關(guān)、傾角傳感器信息的采集與處理以及橫向步進(jìn)電機(jī)和縱向步進(jìn)電機(jī)的運(yùn)動(dòng)控制。兩軸傾角傳感器位于履帶底盤(pán)內(nèi)部接近形心處，采用LVT418T型雙軸傾角傳感器進(jìn)行運(yùn)輸車(chē)整機(jī)俯仰角和滾轉(zhuǎn)角的監(jiān)測(cè)，單軸量程±90°，精度0.3°。紅外光電感應(yīng)開(kāi)關(guān)位于車(chē)體內(nèi)部箱體側(cè)壁，用于可移動(dòng)載物臺(tái)位置的啟動(dòng)初始化，采用DS300C2漫反射型紅外光電感應(yīng)開(kāi)關(guān)，感應(yīng)距離為0.1～3 m可調(diào)。壓力傳感器位于履帶底盤(pán)頂部四角位置，用于可移動(dòng)載物臺(tái)負(fù)載狀態(tài)檢測(cè)，采用輪輻式拉壓傳感器，量程0～2 000 N，精度0.05%。

3 仿真模擬

為了定性地驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的合理性與可行性，基于多體動(dòng)力學(xué)分析軟件RecurDyn搭建運(yùn)輸車(chē)虛擬樣機(jī)，對(duì)比重心調(diào)控前后運(yùn)輸車(chē)的通過(guò)性、穩(wěn)定性以及越障性。

3.1 通過(guò)性仿真

為了量化對(duì)比重心調(diào)控前后虛擬樣機(jī)的通過(guò)性能，對(duì)斜坡直線行駛的虛擬樣機(jī)施加一個(gè)作用于整機(jī)重心、方向與行駛方向相反、大小逐漸增大的反向阻力，當(dāng)反向阻力逐漸增大至足以阻止運(yùn)輸車(chē)正常行進(jìn)時(shí)，記錄該值，認(rèn)為該力為運(yùn)輸車(chē)的最大牽引力。

運(yùn)輸車(chē)通過(guò)性仿真如圖9所示。運(yùn)輸車(chē)行駛速度設(shè)置為0.1 m/s。適合機(jī)械化作業(yè)的山地果園地形坡度一般小于25°，仿真中將地形坡度設(shè)置為10°。為了同時(shí)檢驗(yàn)橫縱向重心位置的調(diào)控效果，運(yùn)輸車(chē)行駛偏航角設(shè)置為45°。設(shè)置載物臺(tái)空載質(zhì)量為49.89 kg。對(duì)比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車(chē)的最大牽引力。

圖9 運(yùn)輸車(chē)通過(guò)性仿真Fig.9 Simulation of transport vehicle trafficability

運(yùn)輸車(chē)最大牽引力仿真結(jié)果如表2所示。從表中可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車(chē)最大牽引力呈逐漸增大的趨勢(shì)，橫縱向重心位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)最大牽引力增加，通過(guò)性相對(duì)調(diào)控前得到了有效提升。

表2 最大牽引力仿真結(jié)果Tab.2 Simulation of maximum tractive force N

3.2 穩(wěn)定性仿真

運(yùn)輸車(chē)穩(wěn)定性仿真如圖10所示。車(chē)頭朝向分別設(shè)置為縱向和橫向。由于滑移角主要受附著系數(shù)影響，改變重心位置對(duì)其影響不大，并且安全事故多由機(jī)具翻傾造成，因此本文只針對(duì)運(yùn)輸車(chē)的極限翻傾角進(jìn)行探討。運(yùn)輸車(chē)整機(jī)重心位置相對(duì)靠前，下坡時(shí)更容易翻傾，整機(jī)縱向重心位置調(diào)控影響更明顯，因此縱向穩(wěn)定性仿真時(shí)針對(duì)下坡情況模擬。仿真模擬時(shí)，地形坡度每次增加1°，直到運(yùn)輸車(chē)翻傾為止，對(duì)比不同負(fù)載條件下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車(chē)的橫縱向極限翻傾角。

圖10 運(yùn)輸車(chē)穩(wěn)定性仿真Fig.10 Simulation of transport vehicle stability

運(yùn)輸車(chē)橫、縱向極限翻傾角仿真結(jié)果如表3、4所示。從表3、4可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車(chē)的橫縱向極限翻傾角呈逐漸減小的趨勢(shì)，橫縱向重心位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，橫縱向極限翻傾角增加，穩(wěn)定性相對(duì)調(diào)控前得到了有效提升。

表3 縱向極限翻傾角仿真結(jié)果Tab.3 Simulation of maximum longitudinal tilt angle (°)

表4 橫向極限翻傾角仿真結(jié)果Tab.4 Simulation of maximum lateral tilt angle (°)

3.3 越障性仿真

3.3.1斜坡越障

斜坡越障仿真模擬如圖11所示，其中運(yùn)輸車(chē)行駛速度設(shè)置為0.1 m/s，沿上坡方向越障，地形坡度設(shè)置為10°。仿真模擬時(shí)，臺(tái)階高度每次增加10 mm，直到運(yùn)輸車(chē)無(wú)法翻越為止，對(duì)比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車(chē)的極限越障高度。

圖11 斜坡越障仿真Fig.11 Simulation of crossing obstacle on slope

運(yùn)輸車(chē)斜坡越障仿真結(jié)果如表5所示。從表5可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車(chē)的極限越障高度呈逐漸減小的趨勢(shì)，縱向重心位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，極限越障高度增加，越障性相對(duì)調(diào)控前得到了有效提升。

表5 斜坡越障高度仿真結(jié)果

3.3.2斜坡跨壕

斜坡跨壕仿真模擬如圖12所示，其中運(yùn)輸車(chē)行駛速度設(shè)置為0.1 m/s，地形坡度設(shè)置為10°。由于運(yùn)輸車(chē)整機(jī)重心位置相對(duì)靠前，下坡時(shí)車(chē)頭更易栽入壕溝，整機(jī)縱向重心位置調(diào)控影響更明顯，因此針對(duì)下坡情況模擬。仿真模擬時(shí)，壕溝寬度每次增加10 mm，直到運(yùn)輸車(chē)無(wú)法跨越為止，對(duì)比不同負(fù)載狀態(tài)下，重心位置調(diào)控前后運(yùn)輸車(chē)的極限跨壕寬度。

圖12 斜坡跨壕仿真Fig.12 Simulation of crossing trench on slope

運(yùn)輸車(chē)斜坡跨壕仿真結(jié)果如表6所示。從表6中可知，隨著負(fù)載的增加，運(yùn)輸車(chē)的極限跨壕寬度基本不變，縱向重心位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，極限跨壕寬度增加，越障性相對(duì)調(diào)控前得到了有效提升。

表6 斜坡跨壕寬度仿真結(jié)果

通過(guò)仿真模擬可知，可移動(dòng)載物臺(tái)與重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車(chē)的通過(guò)性、穩(wěn)定性以及越障性。

4 性能驗(yàn)證試驗(yàn)

4.1 室內(nèi)試驗(yàn)

2021年7月，于中國(guó)農(nóng)業(yè)機(jī)械化科學(xué)研究院土壤植物機(jī)器系統(tǒng)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，開(kāi)展室內(nèi)樣機(jī)性能驗(yàn)證試驗(yàn)，主要進(jìn)行可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)試驗(yàn)、運(yùn)輸車(chē)坡地行駛性能試驗(yàn)，其中運(yùn)輸車(chē)坡地行駛性能試驗(yàn)包含通過(guò)性、穩(wěn)定性和越障性試驗(yàn)。

4.1.1可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)試驗(yàn)

開(kāi)展可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)試驗(yàn)，在載物臺(tái)左前(位置1)、右前(位置2)、左中(位置3)、右中(位置4)、左后(位置5)、右后(位置6)分別放置80 kg的配重鉛塊，進(jìn)行可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)，同時(shí)參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 3871.14進(jìn)行可移動(dòng)載物臺(tái)重心測(cè)量，對(duì)比重心估計(jì)與重心測(cè)量的誤差結(jié)果，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖13所示。

圖13 重心估計(jì)試驗(yàn)Fig.13 Test of gravity core estimation

可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表7所示。進(jìn)而得到每次試驗(yàn)的重心估計(jì)誤差，如表8所示。將估計(jì)值減去測(cè)量值，便可得重心位置估計(jì)誤差，通過(guò)表8可知，可移動(dòng)載物臺(tái)的最大重心位置估計(jì)誤差為-29 mm，基本滿足可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)要求。

表7 重心估計(jì)試驗(yàn)結(jié)果Tab.7 Estimated value in gravity core estimation test mm

表8 重心估計(jì)試驗(yàn)誤差Tab.8 Estimated error in gravity core estimation test mm

4.1.2運(yùn)輸車(chē)坡地行駛性能試驗(yàn)

(1)通過(guò)性試驗(yàn)

和仿真模擬測(cè)試原理相同，通過(guò)拉力傳感器測(cè)定運(yùn)輸車(chē)最大牽引力，來(lái)量化對(duì)比重心調(diào)整前后運(yùn)輸車(chē)的通過(guò)性能，試驗(yàn)過(guò)程如圖14所示。

圖14 運(yùn)輸車(chē)通過(guò)性試驗(yàn)Fig.14 Test of transport vehicle trafficability

試驗(yàn)開(kāi)始前，拉力傳感器一端通過(guò)繩索與運(yùn)輸車(chē)末端懸掛點(diǎn)連接，另一端通過(guò)繩索與地面固定點(diǎn)連接，繩索始終與地面平行。可移動(dòng)載物臺(tái)初始化負(fù)載狀態(tài)，并參照整機(jī)重心控制策略調(diào)配載物臺(tái)水平位置。試驗(yàn)過(guò)程中，手動(dòng)控制運(yùn)輸車(chē)以速度0.1 m/s行駛，直到履帶發(fā)生打滑，記錄測(cè)試過(guò)程中拉力傳感器的拉力峰值，測(cè)量5次記錄均值。拉力傳感器型號(hào)為蚌埠S型拉壓傳感器，量程為5 000 N，最大誤差為0.05%。仿真模擬測(cè)試條件一致，土壤坡面角人工設(shè)置為10°，行駛偏航角設(shè)置為45°。對(duì)比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車(chē)重心位置調(diào)控前后的最大牽引力，測(cè)試結(jié)果如表9～12所示。

表9 負(fù)載0 kg最大牽引力測(cè)試結(jié)果Tab.9 Test result of maximum tractive force with 0 kg load N

由表9～12可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的最大牽引力分別為1 803.95、2 038.76、2 141.08、2 285.72 N，相比調(diào)控前分別增加了15.11%、14.97%、16.21%、19.63%；整機(jī)重心橫向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的最大牽引力分別為1 734.36、1 989.44、2 025.29、2 225.26 N，相比調(diào)控前分別增加了10.67%、12.19%、9.92%、16.47%；整機(jī)重心橫縱向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的最大牽引力分別為1 897.87、2 139.48、2 328.92、2 425.24 N，相比調(diào)控前分別增加了21.11%、20.65%、26.4%、26.93%。

表10 負(fù)載50 kg最大牽引力測(cè)試結(jié)果Tab.10 Test result of maximum tractive force with 50 kg load N

表11 負(fù)載100 kg最大牽引力測(cè)試結(jié)果Tab.11 Test result of maximum tractive force with 100 kg load N

表12 負(fù)載150 kg最大牽引力測(cè)試結(jié)果Tab.12 Test result of maximum tractive force with 150 kg load N

對(duì)比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)最大牽引力的測(cè)試結(jié)果比仿真時(shí)小，主要原因在于仿真環(huán)境中設(shè)置的履土接觸參數(shù)與實(shí)際環(huán)境存在部分差異。

(2)穩(wěn)定性試驗(yàn)

圖15 運(yùn)輸車(chē)穩(wěn)定性試驗(yàn)Fig.15 Tests of transport vehicle stability

通過(guò)可調(diào)角度的金屬平臺(tái)來(lái)測(cè)試運(yùn)輸車(chē)的橫縱向穩(wěn)定性能，如圖15所示。試驗(yàn)開(kāi)始前，將運(yùn)輸車(chē)開(kāi)至金屬平臺(tái)上，金屬平臺(tái)角度可調(diào)，車(chē)頭朝向分別為縱向和橫向?？梢苿?dòng)載物臺(tái)位于上坡側(cè)極限位置。試驗(yàn)過(guò)程中平臺(tái)角以1°為差依次遞增，直到運(yùn)輸車(chē)即將發(fā)生翻傾為止。對(duì)比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車(chē)重心位置調(diào)控前后的橫縱向極限翻傾角，測(cè)試結(jié)果如表13、14所示。

表13 縱向極限翻傾角試驗(yàn)結(jié)果Tab.13 Test result of maximum longitudinal tilt angle (°)

表14 橫向極限翻傾角試驗(yàn)結(jié)果Tab.14 Test result of maximum lateral tilt angle (°)

由表13、14可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的縱向極限翻傾角分別為45°、43°、42°、40°，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、13.16%、13.51%、14.29%；整機(jī)重心橫向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的橫向極限翻傾角分為40°、38°、35°、35°，相比調(diào)控前分別增加了8.11%、8.57%、12.90%、20.69%。

對(duì)比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)橫縱向極限翻傾角的測(cè)試結(jié)果比仿真時(shí)稍小，主要原因在于實(shí)物樣機(jī)測(cè)試時(shí)，角度過(guò)大會(huì)導(dǎo)致整機(jī)翻傾，考慮到操作人員和設(shè)備的安全，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)會(huì)比仿真極限數(shù)據(jù)小。

(3)越障性試驗(yàn)

通過(guò)翻越斜坡上可調(diào)高度的金屬平臺(tái)來(lái)測(cè)試運(yùn)輸車(chē)的越障性能[25-27]，如圖16所示。

圖16 斜坡越障試驗(yàn)Fig.16 Test of crossing obstacle on slope

試驗(yàn)開(kāi)始前，將平臺(tái)沿運(yùn)輸車(chē)行駛方向埋入斜坡土壤模擬臺(tái)階，平臺(tái)高度120～360 mm可調(diào)。土壤坡面角人工設(shè)置為10°，運(yùn)輸車(chē)沿上坡方向越障?？梢苿?dòng)載物臺(tái)位于上坡側(cè)極限位置。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，手動(dòng)控制運(yùn)輸車(chē)行駛速度0.1 m/s前進(jìn)直到翻越障礙，試驗(yàn)過(guò)程中平臺(tái)高度以10 mm為差依次遞增，直到運(yùn)輸車(chē)不能翻越為止。對(duì)比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車(chē)重心位置調(diào)控前后的坡地極限越障能力，測(cè)試結(jié)果如表15所示。

表15 極限越障高度測(cè)試結(jié)果Tab.15 Test result of maximum crossing obstacle height mm

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，在負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的斜坡極限越障高度分別為210、200、200、190 mm，相比調(diào)控前分別增加了10.53%、25.00%、33.33%、46.15%。

對(duì)比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)的極限斜坡越障高度比仿真時(shí)稍小，主要原因在于，實(shí)物樣機(jī)測(cè)試時(shí)，如果越障失敗會(huì)出現(xiàn)整機(jī)滑移翻傾，考慮到操作人員和設(shè)備的安全，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)會(huì)比仿真極限數(shù)據(jù)要小。

4.1.3斜坡跨壕試驗(yàn)

通過(guò)跨越斜坡上人工設(shè)置的壕溝來(lái)測(cè)試運(yùn)輸車(chē)的極限跨壕能力[25-27]，如圖17所示。

圖17 斜坡跨壕試驗(yàn)Fig.17 Test of crossing trench on slope

試驗(yàn)開(kāi)始前，通過(guò)人工沿運(yùn)輸車(chē)行駛方向設(shè)置壕溝，起始壕溝寬度為400 mm。土壤坡面角人工設(shè)置為10°，運(yùn)輸車(chē)沿下坡方向跨壕?？梢苿?dòng)載物臺(tái)初始化負(fù)載狀態(tài)，并參照整機(jī)重心控制策略調(diào)配載物臺(tái)水平位置。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，手動(dòng)控制運(yùn)輸車(chē)行駛速度0.1 m/s前進(jìn)直到跨越壕溝，試驗(yàn)過(guò)程中壕溝寬度以10 mm為差依次遞增，直到運(yùn)輸車(chē)不能跨越為止。對(duì)比不同負(fù)載條件下，運(yùn)輸車(chē)重心位置調(diào)控前后的坡地極限跨壕能力，測(cè)試結(jié)果如表16所示。

表16 極限跨壕寬度測(cè)試結(jié)果Tab.16 Test result of maximum crossing trench width mm

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，整機(jī)重心縱向位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)的斜坡極限跨壕寬度分別為450、480、510、520 mm，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、14.29%、21.43%、26.83%。驗(yàn)證了可移動(dòng)載物臺(tái)斜坡跨壕重心控制策略的合理性。

對(duì)比仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)物樣機(jī)的斜坡極限跨壕寬度比仿真時(shí)稍小，主要原因在于仿真環(huán)境中設(shè)置的土壤緊實(shí)度與實(shí)際環(huán)境存在部分差異，實(shí)物樣機(jī)測(cè)試時(shí)，壕溝前沿相比仿真環(huán)境更易塌陷，進(jìn)而造成實(shí)測(cè)跨壕寬度會(huì)比仿真跨壕寬度小。

室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，本文提出的可移動(dòng)載物臺(tái)和整機(jī)重心控制策略能夠有效提升山地果園運(yùn)輸車(chē)的通過(guò)性、穩(wěn)定性和越障性。

4.2 田間試驗(yàn)

2021年10月，于廣東省江門(mén)市新會(huì)區(qū)新會(huì)柑種植園開(kāi)展田間試驗(yàn)，其中果園地形坡度在4°～27°之間，果樹(shù)行株距3 m左右、果園運(yùn)輸?shù)缆穼挾? m左右，山地果園運(yùn)輸車(chē)田間試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖18所示。

圖18 運(yùn)輸車(chē)田間試驗(yàn)Fig.18 Field test of transport vehicle

進(jìn)行運(yùn)輸車(chē)直線行駛速度測(cè)試，實(shí)測(cè)運(yùn)輸車(chē)行駛速度為0～4.1 km/h。進(jìn)行運(yùn)輸車(chē)最小轉(zhuǎn)彎半徑測(cè)試，在水泥、草地以及沙壤土路面均可實(shí)現(xiàn)原地差速轉(zhuǎn)向。進(jìn)行可移動(dòng)載物臺(tái)響應(yīng)速度測(cè)試，實(shí)測(cè)滿負(fù)載水平移動(dòng)速度為0～7 mm/s。進(jìn)行可移動(dòng)載物臺(tái)有效行程測(cè)試，實(shí)測(cè)載物臺(tái)縱向移動(dòng)行程為570 mm，橫向移動(dòng)行程為300 mm。進(jìn)行運(yùn)輸車(chē)?yán)m(xù)航時(shí)間測(cè)試，實(shí)測(cè)運(yùn)輸車(chē)?yán)m(xù)航時(shí)間為2.7 h，需要通過(guò)移動(dòng)燃油充電站進(jìn)行電量補(bǔ)充。經(jīng)田間試驗(yàn)可知，山地果園運(yùn)輸車(chē)的行駛速度、最小轉(zhuǎn)彎半徑、載物臺(tái)重心調(diào)配功能均能夠滿足丘陵山地果園環(huán)境中的實(shí)際作業(yè)要求。但是山地果園運(yùn)輸車(chē)的續(xù)航時(shí)間需進(jìn)一步提升，下一步擬采用大容量電池的同時(shí)，參照無(wú)人機(jī)換電方案，對(duì)運(yùn)輸車(chē)電池部分進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

田間試驗(yàn)結(jié)果表明，本文提出的基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車(chē)坡地行駛性能較好，在不同負(fù)載條件下具有良好的地形適應(yīng)性，基本適用于山地果園實(shí)際作業(yè)環(huán)境。

5 結(jié)論

(1)為了進(jìn)一步提升山地果園運(yùn)輸車(chē)的復(fù)雜地形適應(yīng)性，設(shè)計(jì)了一種基于重心自適應(yīng)調(diào)控的山地果園運(yùn)輸車(chē)，通過(guò)實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)整機(jī)重心位置，提升山地果園運(yùn)輸車(chē)的坡地行駛性能。提出了斜坡、斜坡臺(tái)階和斜坡壕溝3種路況下的整機(jī)重心控制策略，開(kāi)展了履帶底盤(pán)、可移動(dòng)載物臺(tái)、控制系統(tǒng)等關(guān)鍵部件的設(shè)計(jì)，確定了可移動(dòng)載物臺(tái)重心估計(jì)方案，完成了對(duì)底盤(pán)電機(jī)、減速器、傳感器等重要零件的參數(shù)確定和選型。

(2)根據(jù)設(shè)計(jì)方案，基于多體動(dòng)力學(xué)分析軟件RecurDyn進(jìn)行運(yùn)輸車(chē)虛擬樣機(jī)搭建，分別針對(duì)通過(guò)性、穩(wěn)定性以及越障性3種行駛性能開(kāi)展仿真分析。經(jīng)仿真模擬可知，本文提出的可移動(dòng)載物臺(tái)與重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車(chē)的坡地行駛性能。

(3)進(jìn)行樣機(jī)試制加工，開(kāi)展樣機(jī)性能驗(yàn)證試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，在坡面角10°，負(fù)載0、50、100、150 kg的情況下，整機(jī)重心位置經(jīng)過(guò)調(diào)控后，運(yùn)輸車(chē)偏航45°的直線行駛最大牽引力分別為1 897.87、2 139.48、2 328.92、2 425.24 N，相比調(diào)控前分別增加了21.11%、20.65%、26.4%、26.93%；運(yùn)輸車(chē)下坡極限翻傾角分別為45°、43°、42°、40°，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、13.16%、13.51%、14.29%；運(yùn)輸車(chē)橫向極限翻傾角分為40°、38°、35°、35°，相比調(diào)控前分別增加了8.11%、8.57%、12.90%、20.69%；運(yùn)輸車(chē)上坡越障最大高度分別為210、200、200、190 mm，相比調(diào)控前分別增加了10.53%、25.00%、33.33%、46.15%；運(yùn)輸車(chē)的下坡跨壕最大寬度分別為450、480、510、520 mm，相比調(diào)控前分別增加了7.14%、14.29%、21.43%、26.83%。在不同負(fù)載條件下，本文提出的可移動(dòng)載物臺(tái)以及整機(jī)重心控制策略能夠有效提升運(yùn)輸車(chē)的坡地行駛性能，在山地果園實(shí)際作業(yè)環(huán)境具有良好的地形適應(yīng)性。